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         摘要: 在對(duì)TK69 數(shù)控落地銑鏜床滑枕熱源分析的基礎(chǔ)上，計(jì)算出相關(guān)熱源的發(fā)熱量。利用Pro /E 對(duì)滑枕進(jìn)行三維建模，借助有限元分析軟件對(duì)其進(jìn)行熱力學(xué)性能分析，分別研究滑枕伸出長(zhǎng)度對(duì)熱變形的影響，主軸轉(zhuǎn)速對(duì)滑枕溫度場(chǎng)和熱變形的影響。并通過(guò)相關(guān)的實(shí)驗(yàn)對(duì)分析的結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證，對(duì)比發(fā)現(xiàn)分析的結(jié)果和實(shí)驗(yàn)的結(jié)果相差不大。為了進(jìn)一步提高滑枕的熱力學(xué)性能，對(duì)其結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)，通過(guò)對(duì)改進(jìn)后的結(jié)構(gòu)進(jìn)行驗(yàn)證，表明改進(jìn)后的模型的熱力學(xué)性能同改進(jìn)前相比有很大的提高。
 
         關(guān)鍵詞: 落地銑鏜床; 熱力分析; 性能研究; 實(shí)驗(yàn)研究

         引言
 
         機(jī)床的發(fā)熱是影響機(jī)床加工精度的主要因素之一，在所有影響因素中有時(shí)可占到50% 以上［1］，近些年來(lái)國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)機(jī)床的熱學(xué)性能研究較多。但很多研究都基于軟件仿真階段，不能很好的證明所建模型的合理性。本文在此基礎(chǔ)上通過(guò)對(duì)TK69 落地銑鏜床滑枕熱力學(xué)性能分析，并結(jié)合實(shí)驗(yàn)對(duì)其進(jìn)行熱學(xué)性能研究。
 
         1 、滑枕系統(tǒng)的熱源分析
 
         TK69 落地銑鏜床滑枕組件包括滑枕、銑軸、鏜軸、軸承、電機(jī)、進(jìn)給等部件組成［2-3］。通常影響銑鏜床熱特性的因素包括: 切削熱、電機(jī)發(fā)熱、傳動(dòng)摩擦熱( 齒
輪、軸承) 及輻射熱。銑鏜床的電機(jī)裝在滑枕組件外部對(duì)滑枕的影響甚微。因此，主要是內(nèi)部軸承產(chǎn)生的熱量對(duì)其影響［4］。其滑枕內(nèi)部結(jié)構(gòu)如圖1 所示。 
 

                                       圖1 滑枕內(nèi)部結(jié)構(gòu)
   
         1． 1 軸承發(fā)熱量計(jì)算
 
         主軸在高速運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)，軸承作為主要支撐會(huì)發(fā)出較多的熱量。其熱量主要來(lái)源于摩擦力矩。摩擦力矩包括兩部分，一是由載荷引起的摩擦力矩，二是速度引起的摩擦力矩，兩者之和就是總摩擦力矩。

         
  
         式中n —軸承轉(zhuǎn)速; Qb —軸承發(fā)熱量軸承的摩擦力矩并不是成線性關(guān)系，既使是同一型號(hào)的軸承，摩擦力矩也有不同，同時(shí)摩擦力矩也會(huì)隨時(shí)間變化而變化?，F(xiàn)階段主要采用Palmgren 提出的計(jì)算軸承摩擦力矩的近似方法。他認(rèn)為M0反應(yīng)潤(rùn)滑劑流體動(dòng)力損耗［6-7］。
  
         
  
         利用式( 1) ～ ( 6) 計(jì)算主軸轉(zhuǎn)速為1000r /min 時(shí)三組軸承的生熱率如表1。
 
                      表1 主軸轉(zhuǎn)速為1000r /min 時(shí)三組軸承的生熱率

          
  
  
         1． 2 熱對(duì)流系數(shù)的計(jì)算
 
         在銑鏜床運(yùn)行中，滑枕受熱升溫，滑枕與軸承接觸屬于對(duì)流現(xiàn)象。根據(jù)傅里葉方程
  
         

         對(duì)流系數(shù)與結(jié)構(gòu)的種類(lèi)、物體狀態(tài)、物理性質(zhì)、壁面性質(zhì)等有關(guān)，一般采用經(jīng)驗(yàn)加試驗(yàn)的方法獲得。熱對(duì)流現(xiàn)象出現(xiàn)在滑枕與空氣、潤(rùn)滑油接觸位置，依據(jù)努謝爾特準(zhǔn)則可得換熱系數(shù)
  
        
  
         2 、滑枕的熱學(xué)性能分析
 
         有限元軟件可以計(jì)算由于穩(wěn)態(tài)熱載荷引起的溫度、熱流率、熱流密度、熱梯度等參數(shù)。在對(duì)滑枕進(jìn)行熱學(xué)性能分析之前，首先要確定滑枕的材料屬性、約束條件、網(wǎng)格劃分標(biāo)準(zhǔn)、載荷等相關(guān)參數(shù)。
 
         2． 1 滑枕溫度場(chǎng)有限元模型建立
 
         將建立滑枕組件幾何模型，以． igs 格式導(dǎo)入到有限元分析軟件中，通過(guò)合理的定義其材料類(lèi)型、劃分網(wǎng)格、定義約束條件?；斫M件溫度場(chǎng)有限元模型如圖2 所示。
 

                     表2 滑枕的材料參數(shù)為材料導(dǎo)熱系數(shù)比熱泊松比
   
        

         
                        圖2 滑枕組件溫度場(chǎng)有限元模型
 
         熱分析在按熱能流動(dòng)是否與時(shí)間有關(guān)系，溫度場(chǎng)的分析分為穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)分析和瞬態(tài)溫度場(chǎng)分析［7］。其中熱應(yīng)力可以在熱分析之后進(jìn)行，通過(guò)熱—結(jié)構(gòu)耦合獲得結(jié)構(gòu)的熱變形。
 
         2． 2 穩(wěn)態(tài)熱分析
 
         建立的溫度場(chǎng)模型和邊界約束條件，設(shè)定環(huán)境溫度為22℃。主軸轉(zhuǎn)速為1000r /min 時(shí)，分析得到滑枕在熱平衡時(shí)溫度分布情況如圖3 所示。

         
                                圖3 滑枕溫度場(chǎng)分布圖
   
         從圖3 可以看出滑枕最高溫度為51． 672℃，最低溫度29． 343℃。造成滑枕產(chǎn)生不均勻的溫度場(chǎng)可歸結(jié)為以下兩點(diǎn):

         ( 1) 滑枕前端較為封閉，滑枕內(nèi)部與外界散熱困難;
         ( 2) 滑枕前端三個(gè)軸承所受載荷最大，發(fā)熱量也最大，這是其前端溫升最大的主要原因。
  
         2． 3 瞬態(tài)熱分析
 
         基于滑枕穩(wěn)態(tài)分析的基礎(chǔ)上，對(duì)滑枕進(jìn)行瞬態(tài)熱分析，得到滑枕結(jié)構(gòu)的最高溫度點(diǎn)和最低溫度點(diǎn)隨時(shí)間變化的曲線如圖4 所述。
 
         由圖4 可知當(dāng)銑鏜床開(kāi)始運(yùn)轉(zhuǎn)50min 時(shí)，溫度最高點(diǎn)變化比較慢，其原因是滑枕初始運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)溫度為環(huán)境溫度，且自身具有吸熱性能，短時(shí)間吸收的熱量傳遞到滑枕的其它部位。50min 之內(nèi)滑枕最高點(diǎn)溫度均未超過(guò)25℃。50min 以后滑枕最高點(diǎn)溫度不斷攀升，原因是主軸在高速旋轉(zhuǎn)的情況下，軸承發(fā)出熱量快速傳遞給滑枕。在110min 以后溫度上升幅度變小，因?yàn)榛碇鬏S運(yùn)轉(zhuǎn)一段時(shí)間以后，滑枕吸收了一部分熱量，熱傳遞減慢，整體結(jié)構(gòu)達(dá)到熱平衡狀態(tài)。
  

         
  
                  圖4 滑枕溫度最高點(diǎn)溫度變化曲線圖
 
         2． 4 滑枕伸出長(zhǎng)度對(duì)熱變形影響
 
         在熱分析的基礎(chǔ)上，對(duì)滑枕進(jìn)行熱-力耦合分析，即將穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)分析結(jié)果作為熱載荷加載到滑枕力學(xué)模型中，對(duì)滑枕進(jìn)行熱力耦合分析［7］。仿真分析時(shí)設(shè)置主軸轉(zhuǎn)速為1200r /min，對(duì)滑枕沿W 行程分別為1200mm， 600mm， 200mm 三個(gè)位置時(shí)進(jìn)行熱力學(xué)分析，對(duì)比三種工況下的熱變形如圖5 所示。
 
         由圖5 可知，當(dāng)滑枕行程越大，前端面每個(gè)位置點(diǎn)的熱位移越大，其原因是銑鏜床沿W 軸進(jìn)給時(shí)，絲杠傳動(dòng)產(chǎn)生大量熱能，造成絲杠受熱發(fā)生膨脹，間接造成滑枕端面發(fā)生熱位移。當(dāng)滑枕內(nèi)部絲杠處于不同位置時(shí)，由于滑枕內(nèi)部各處受熱膨脹有所差異，因此，應(yīng)對(duì)滑枕內(nèi)部潤(rùn)滑油溫度進(jìn)行控制，有效降低絲杠的熱膨脹程度，從而減小絲桿熱膨脹。

                        圖5 滑枕前端面熱位移與位置的關(guān)系
 
         2． 5 主軸轉(zhuǎn)速對(duì)溫度場(chǎng)和熱變形影響
 
         由公式( 1) ～ ( 6) 可知，主軸轉(zhuǎn)速直接與軸承發(fā)熱量有關(guān)，進(jìn)而影響到滑枕溫度場(chǎng)和熱變形。本節(jié)重點(diǎn)分析滑枕在最大行程為1200mm，主軸轉(zhuǎn)速分別在1000r /min、1600 r /min、2000 r /min 三種情況下滑枕溫度場(chǎng)和熱變形與時(shí)間關(guān)系。計(jì)算出前端軸承在三種轉(zhuǎn)速下生熱率分別9． 375 × 106W/m2、10． 072 × 106W/m2、12． 928 × 106W/m2。將三種轉(zhuǎn)速的生熱率作為邊界條件對(duì)滑枕進(jìn)行瞬態(tài)溫度場(chǎng)分析和熱變形分析，研究滑枕最高溫度、端面熱變形與時(shí)間的關(guān)系。

            
                         圖6 不同轉(zhuǎn)速下最高溫度與時(shí)間的關(guān)系
  

        
  
                          圖7 不同轉(zhuǎn)速下端面熱位移與時(shí)間的關(guān)系
 
         由圖6 和圖7 可知，在銑鏜床運(yùn)行中滑枕最高點(diǎn)溫度不斷升高，熱變形不斷增大。在機(jī)床剛開(kāi)始運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)滑枕前端軸承由于摩擦，溫度加速上升。130min 后滑枕趨于熱平衡，溫度不再上升。同時(shí)滑枕端面熱變形也在不斷增大，變化是非線性的，當(dāng)滑枕溫度場(chǎng)穩(wěn)定后滑枕熱變形也不再變化。
 
         3 、滑枕溫度場(chǎng)及熱變形實(shí)驗(yàn)研究
 
         為了驗(yàn)證理論分析的正確性，本節(jié)將通過(guò)實(shí)驗(yàn)對(duì)其進(jìn)行驗(yàn)證。實(shí)驗(yàn)中對(duì)滑枕主要熱源( 前端面、外側(cè)面、軸承處) 進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)采集。
 
         3． 1 實(shí)驗(yàn)條件和方案
 
         本實(shí)驗(yàn)的目的是得到滑枕關(guān)鍵點(diǎn)位移與時(shí)間的變化關(guān)系。實(shí)驗(yàn)采用精確度為0． 1℃的四通的測(cè)溫儀測(cè)量現(xiàn)場(chǎng)溫度，用精度為0． 001mm 千分尺對(duì)熱形變進(jìn)行測(cè)量，現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試如圖8 所示。

             
                             圖8 滑枕溫度場(chǎng)和熱變形測(cè)試現(xiàn)場(chǎng)
 
 
         3． 1． 1 測(cè)量點(diǎn)及溫度傳感器的布置
 
         在布置溫度傳感器時(shí)傳感器應(yīng)該盡量靠近熱源［8］，溫度傳感器的布置如下:
 
         1) 滑枕端面和滑枕側(cè)面油膜處各放置一個(gè)傳感器，分別測(cè)量溫度T1 和T2;
         2) 滑枕前端軸承處布置一個(gè)感器，測(cè)量溫度T3;
         3) 地面放置一傳感器，檢測(cè)周?chē)h(huán)境溫度T4。
 
         3． 1． 2 實(shí)驗(yàn)規(guī)劃
 
         考慮機(jī)床實(shí)際的加工工況，采用如下實(shí)驗(yàn)方案: ①車(chē)間初始溫度為22℃，機(jī)床主轉(zhuǎn)速度為1000r /min，連續(xù)運(yùn)轉(zhuǎn)8000s。②機(jī)床連續(xù)運(yùn)行160min，滑枕伸出主軸箱1000mm，轉(zhuǎn)速1000r /min。記錄各被測(cè)點(diǎn)的數(shù)據(jù)。
 
         3． 2 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)分析
 
         3． 2． 1 各測(cè)量點(diǎn)溫度與時(shí)間變化趨勢(shì)
 
         通過(guò)實(shí)驗(yàn)測(cè)得各測(cè)溫點(diǎn)的溫度數(shù)據(jù)，其各測(cè)溫點(diǎn)的溫度隨時(shí)間變化曲線如圖9。

                               圖9 各測(cè)量點(diǎn)溫度與時(shí)間趨勢(shì)
   
         從實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)可以得出，滑枕前端面溫度從21. 1升到45. 3℃，在132min 后達(dá)到穩(wěn)定，端面溫升為24. 2℃，滑枕前端面溫度在前20min 溫升較慢，28min 之后溫升加快，平均溫升達(dá)0. 32℃，這主要是由于滑枕前端三個(gè)軸承的發(fā)熱，熱量通過(guò)熱傳遞傳到滑枕前端?；韨?cè)面油膜處溫升上升趨勢(shì)和滑枕前端面相同，溫度穩(wěn)定后稍低為40. 9℃，原因
是滑枕側(cè)面有散熱孔?；磔S承處溫度從21. 1℃升到56. 5℃，主要是由于滑枕軸承處是整個(gè)滑枕的熱源，軸承摩擦發(fā)熱，所以軸承處溫度最高。整個(gè)過(guò)程中，環(huán)境溫度溫升較小。
 
         3． 2． 2 各測(cè)量點(diǎn)熱變形隨時(shí)間的變化關(guān)系
 
         通過(guò)實(shí)驗(yàn)測(cè)量銑鏜床在運(yùn)行160min 內(nèi)滑枕的熱變形情況如圖10。
 
         從實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)可知，滑枕在Y 方向的變形最大，是由于滑枕內(nèi)部軸承發(fā)熱和自重造成熱力耦合現(xiàn)象。銑鏜床運(yùn)行后，軸承高速旋轉(zhuǎn)，滑枕溫度不斷攀升，當(dāng)銑鏜床運(yùn)行到125min 后滑枕達(dá)到熱平衡狀態(tài)，其熱變形量甚小。通過(guò)與滑枕熱變形有限分析結(jié)果對(duì)比，驗(yàn)證了有限元模型的可行性。

             
                                       圖10 實(shí)測(cè)熱變形曲線
 
         3． 3 有限元模型實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證
 
         實(shí)驗(yàn)研究的工況是滑枕行程為600mm、轉(zhuǎn)速為1600r /min，測(cè)量獲得滑枕最高點(diǎn)溫度數(shù)據(jù)、端面熱變形數(shù)據(jù)，并擬合相應(yīng)曲線。將實(shí)驗(yàn)獲得的數(shù)據(jù)與有限元分析結(jié)果對(duì)比如圖11、圖12 所示。

             
                            圖11 滑枕最高點(diǎn)溫度變化對(duì)比圖

                                 圖12 滑枕熱變形變化對(duì)比圖
     
         由圖11 可知，滑枕最高點(diǎn)溫度( 左端軸承處溫度) 隨銑鏜床運(yùn)行的時(shí)間不斷增加而升高，運(yùn)行135min 后達(dá)到熱平衡，溫度不再上升。理論計(jì)算滑枕達(dá)到熱平衡時(shí)最高點(diǎn)的溫度為54． 9，實(shí)驗(yàn)測(cè)得滑枕達(dá)到熱平衡時(shí)最高點(diǎn)溫度為60． 28?；頊囟葓?chǎng)分析中實(shí)驗(yàn)溫度與有限元計(jì)算溫度最大誤差為10． 2%，由圖12 可知，滑枕端面熱變形量隨運(yùn)行時(shí)間的延長(zhǎng)而不斷增加，當(dāng)135min 后達(dá)到熱平衡，其端面熱位移也不再變化。實(shí)驗(yàn)測(cè)得滑枕最大端面熱變形為236． 47 μm，采用有限元計(jì)算法獲得端面最大熱變形量為216. 68 μm。其兩種方法得到的熱變形誤差在9． 7%，其所有誤差都在可接受的范圍內(nèi)，從而驗(yàn)證了滑枕溫度場(chǎng)有限元模型的正確性。
 
         3． 4 滑枕熱力學(xué)性能的改進(jìn)
 
         由前面分析可知滑枕的溫度場(chǎng)和熱力學(xué)性能欠佳，有必要進(jìn)一步提高滑枕自身的熱力學(xué)性能。由于滑枕切削時(shí)三組軸承是主要熱源，可以在滿足滑枕靜、動(dòng)剛度的前提下，滑枕鑄造時(shí)在正面開(kāi)孔，開(kāi)孔后增大了滑枕與外部的熱對(duì)流，提高其熱力學(xué)性能。當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速為2000r /min 時(shí)，通過(guò)對(duì)改進(jìn)后的模型分析得到穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)、瞬態(tài)溫度場(chǎng)、熱變形分析對(duì)比，其分析數(shù)據(jù)如表3 所示。
  

        
  
         圖13 改進(jìn)后的滑枕三維模型
 

                               表3 滑枕改進(jìn)前后熱性能對(duì)比

        
     
           4 、結(jié)論
   
         本文在溫度場(chǎng)和熱應(yīng)力相關(guān)理論基礎(chǔ)上，通過(guò)計(jì)算熱源發(fā)熱量、熱對(duì)流系數(shù)等邊界條件，建立滑枕溫度場(chǎng)有限元模型。研究滑枕穩(wěn)態(tài)、瞬態(tài)和其伸出主軸箱1200mm、600mm、200mm 時(shí)前端面熱變形情況。通過(guò)分析主軸轉(zhuǎn)速為1000r /min、1600 r /min、2000 r /min時(shí)，探究主軸轉(zhuǎn)速對(duì)滑枕溫度場(chǎng)分布和熱變形影響。搭建了滑枕溫度場(chǎng)和熱變形試驗(yàn)方案，測(cè)量了滑枕端面、側(cè)面油膜、軸承處、環(huán)境溫度變化。通過(guò)對(duì)比溫度場(chǎng)和熱變形最大誤差分別在10． 2%、9． 7% 以內(nèi)，分析誤差的來(lái)源，驗(yàn)證了有限元模型的正確性。在溫度場(chǎng)分析基礎(chǔ)上分析滑枕熱力變形。并對(duì)滑枕的結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)，從而提高了滑枕的熱力學(xué)性能。